碾壓混凝土重力壩溢流壩段閘墩裂縫安全復核分析

中圖分類號：TV3文獻標志碼：A

0 引言

水工建筑物混凝土裂縫易引發結構安全問題[1-3]，相關學者針對閘墩裂縫安全復核開展了大量的研究工作。杜磊等[4對盤溪水庫溢流壩閘墩裂縫結構進行配筋復核及閘墩有限元靜力計算，分析了閘墩裂縫形成的原因。束永峰[5采用有限元分析方法對水閘閘墩溫度應力場進行模擬分析，探究溫度對閘墩應力變化的影響。陳小平等[采用材料力學結合有限元法對重力壩溢流壩段邊墩的裂縫成因和發展趨勢進行分析。程井等[采用三維有限元法對重力壩閘墩尾墩縱縫下端出現的裂縫進行了分析計算，認為裂縫是由溫度荷載、水荷載及壩體自重的共同作用造成的。綜合相關研究結果，閘墩裂縫安全復核主要采用有限元仿真分析方法，針對閘墩變形和應力狀態作出評價。

某水利樞紐工程主要由攔河大壩、右岸壩后式廠房、左右岸灌溉渠首、消力池、右岸斜面升船機50t級（預留）等建筑物組成，是一座以防洪為主，兼顧發電、灌溉、供水、航運、旅游等綜合效益的

I等大（1）型工程。攔河大壩為碾壓混凝土重力壩，壩頂高程 148m ，最大壩高 88m ，總庫容14.39億m³ ，防洪庫容7.83億 m³ 。大壩設有6個溢流壩段，溢流壩斷面為三角形，泄洪型式為表、底孔聯合泄流，5個表孔、4個底孔相間布置，表孔堰中分縫，溢流壩段平面布置見圖1。

2023年3月，現場巡檢發現樞紐工程大壩溢流面及閘墩等部位存在裂縫，裂縫位置見圖2、圖3。閘墩存在3條V類裂縫（圖中紅色線條），其中側面存在2條，頂部存在1條，裂縫寬度最大值為1.30mm，深度最大值大于 1000mm ，長度最大值為15.22m 。由于V類裂縫出現在牛腿下游側，位置特殊，并且現場檢查發現閘墩頂和兩側裂縫疑似聯通，為保障大壩結構安全，需分析上述裂縫穩定性及對大壩安全的影響。本文選取典型溢流壩段，建立壩段實體有限元計算模型，根據閘墩裂縫檢測成果，采用有限元方法，分析裂縫對壩體結構應力、變形特性的影響，進而對壩體結構安全性進行評價。

1溢流壩段結構形式

溢流壩下游壩坡坡比為 1：0.75 。上游壩面在122.0m 高程以上為鉛直面，與壩軸線重合，大壩上游面 122.0m 高程以下傾向上游，坡比為 1： 0.1 。表孔共5個，尾部采用寬尾墩形式，典型溢流壩段中墩兩側對稱加厚至 17.5m ，堰頂高程為 124.0m 孔口進口凈寬 11.0m ，寬尾墩出口斷面凈寬 3.0m 堰面采用WES曲線，下接 1：0.75 斜坡，再接反弧至下游消力池。

2 溢流壩段計算模型

根據設計圖紙和裂縫檢查結果，構建了精細化的三維有限元模型（見圖4）。共劃分單元88662個，節點96291個，其中混凝土和鋼筋分別采用六面體單元、二維桿單元進行模擬。坐標軸方向： X 軸指向下游為正，Y軸指向左岸為正， Z 軸豎直向上為正。基礎底面取全約束，左右兩側面和上下游面取法向約束，壩體橫縫面自由。在裂縫計算分析中，主要模擬N類裂縫，即閘墩左右兩側的豎向裂縫以及頂部裂縫。

壩體混凝土重度為 24.5kN/m³ ，其他材料參數見表1。壩段主要結構鋼筋均采用二級鋼，彈性模量為200GPa ，泊松比取為0.3，重度為 78.5kN/m³ ，強度設計值為 300MPa 。

假定現狀裂縫貫通延伸至堰頂附近，根據壩體實際運行情況，計算以下3個典型工況下的壩體結構位移及應力： ① 正常蓄水位工況，載荷為自重 +140.0m 水位壓力 +140.0m 水位弧門推力； ② 設計洪水位工況，載荷為自重 +143.5m 水位壓力 +143.5m 水位弧門推力； ③ 檢修工況，載荷為正常蓄水位140.0m水位壓力，閘墩一側檢修門擋水，另一側工作弧門擋水。

3 大壩結構安全性評價

分析閘墩已有裂縫對大壩結構安全性的影響時，主要考慮自重、水壓力及弧門推力等荷載，對以下3種工作狀態時的項體結構進行計算分析： ① 無裂縫狀態； ② 現狀裂縫狀態； ③ 極端貫通裂縫狀態（假定現狀裂縫貫通延伸至堰頂附近）。

3.1 溢流壩壩體位移分析

正常蓄水位工況條件下溢流壩壩體順水流向位移分布見圖5，其他兩個工況與正常蓄水位工況條件下變形規律類似。由圖5可知，壩體順水流向位移由底部到壩頂逐漸增大，壩頂處位移最大。

不同工況條件下壩體閘墩頂部順水流向最大位移見表2。可知，現狀裂縫狀態下，最大位移為設計洪水位工況下的 27.40mm 。雖然現狀裂縫和極端貫通裂縫狀態下壩體水流向最大位移較無裂縫狀態下略有增大，但增幅很小，即使形成極端貫通裂縫，最大位移增幅也在 0.2mm 以內，說明裂縫的存在對壩體變形的影響很小。

3.2 溢流壩項體應力分析

圖6為無裂縫狀態下溢流壩壩體第一主應力分布。可知，較大主拉應力主要位于底孔孔口頂部及底部，正常蓄水位、設計洪水位、檢修工況下的最大主拉應力分別約為1.65、1.80、 1.65MPa ，其他區域基本為壓應力。

圖7為現狀裂縫狀態下溢流壩壩體第一主應力分布，壩體應力與無裂縫狀態下的結果基本相同。較大主拉應力主要位于底孔孔口頂部及底部，正常蓄水位、設計洪水位、檢修工況下的最大主拉應力分別約為1.66、1.75、 1.65MPa ，其他區域基本為壓應力。

圖8為極端貫通裂縫狀態下溢流壩壩體第一主應力分布。壩體應力分布與設計狀態下基本相同，正常蓄水位和檢修工況下底孔孔口底部最大主拉應力分別為1.68、 1.70MPa ，其他區域基本為壓應力。

圖9和圖10分別為無裂縫狀態和現狀裂縫狀態下溢流壩閘墩第一主應力分布。可知，無裂縫狀態下較大主拉應力主要位于表孔弧門牛腿上游側根部，主要由弧門推力引起，最大拉應力分別約為2.35MPa（正常蓄水位）、 3.00MPa （設計洪水位）、2.37MPa（檢修）。現狀裂縫狀態下，裂縫的出現對裂縫附近部位的應力分布有一定的影響，對其他區域的應力分布影響較小。在LF-1縫端附近，最大主拉應力均在 0.4MPa 左右，而在無裂縫狀態下，該區域拉應力接近于0。現狀裂縫狀態下，表孔弧門牛腿上游側根部附近的拉應力分別為 2.36MPa （正常蓄水位）、 3.05MPa （設計洪水位）、 2.38MPa （檢修）。除牛腿附近局部應力集中區域應力略超過 2.0MPa 外，閘墩其他區域的拉、壓應力與無裂縫狀態接近，均未超過混凝土的設計強度。

圖11為極端貫通裂縫狀態下溢流壩閘墩第一主應力分布。閘墩應力分布與無裂縫狀態基本相同，兩種工況下表孔弧門牛腿上游側根部最大拉應力均約為 2.36MPa ，另外，在檢修工況下，由于檢修閘門擋水，檢修門槽表面出現約 0.5MPa 的拉應力。

圖12為正常蓄水位工況下閘墩鋼筋應力分布。無裂縫狀態下，閘墩表面水平向鋼筋應力多在2.0MPa以下。由于牛腿承受較大水推力，表孔弧門牛腿表面鋼筋以及牛腿附近扇形鋼筋應力最大值分別為5.35、 7.9MPa 。極端貫通裂縫狀態下，閘墩表面水平向鋼筋應力在跨縫處的最大拉應力達到54.9MPa ，較無裂縫狀態下相應部位的鋼筋應力（約2.0MPa）增加較大。說明LF-1裂縫擴展至溢流堰面時，壩體應力沒有明顯增加，但是水平向鋼筋應力增加較為明顯，達到 54.9MPa ，但仍遠小于其強度設計值 300MPa 。

表3列出了3種狀態下壩體典型部位在不同工況下的最大主應力。可知，裂縫的存在僅對壩體裂縫周邊局部應力分布有一定的影響，如在LF-1縫端及其周邊，壩體應力略有變化，壩踵、壩趾處以及牛腿附近的應力在裂縫出現前后變化很小。在現狀裂縫狀態下，LF-1縫端附近閘墩主拉應力較無裂縫狀態下增加了 0.32～0.37MPa ，跨縫處鋼筋拉應力增加了 8～10MPa ；在極端貫通裂縫狀態下，LF-1縫端附近閘墩拉應力較無裂縫狀態下增加了 0.44～0.55 MPa ，跨縫處鋼筋拉應力增加了 52～54MPa 。

4結論

（1）現狀裂縫狀態下，壩體水流向最大位移較無裂縫狀態下略有增大，但增幅很小，即使形成極端貫通裂縫，增幅也在 0.2mm 以內，說明裂縫對壩體變形的影響很小。

（2）裂縫僅對壩體裂縫周邊局部應力分布有一定的影響，對項體其他區域的應力分布影響很小。裂縫對閘墩部位應力的影響很小，僅增大了縫端附近拉應力，但增加量不超過 0.4MPa ；除牛腿附近局部應力集中區域應力略超過 2.0MPa 外，閘墩其他區域的拉、壓應力與無裂縫狀態接近，均未超過混凝土的設計強度。

（3）現狀裂縫狀態下，LF-1縫端附近閘墩拉應力較無裂縫狀態下增加了 0.32～0.37MPa ，跨縫處鋼筋拉應力增加了約 8～10MPa 。在極端貫通裂縫情況下，裂縫LF-1縫端附近閘墩拉應力增加了 0.44～0.55MPa ，跨縫處鋼筋拉應力增加了約52～54MPa ，最大值為 54.9MPa ，遠小于其強度設計值 300MPa 。

（4）在現狀裂縫的影響下，壩體整體應力、變形與無裂縫狀態接近，裂縫的存在對項體整體的變形、應力的影響很小，壩體裂縫穩定性較好，大壩工作狀態正常。

參考文獻：

[1]張海亮.水利水電建筑工程施工中混凝土裂

縫的防治[J].長江技術經濟，2021，5（增刊1）：64-66.

[2]肖兵.解析水利水電工程施工中混凝土裂縫處理技術[J].長江技術經濟，2022，6（增刊1）：83-85.

[3]王元鵬，劉濤.楊房溝水電站大壩混凝土裂縫化學灌漿處理施工[J].水利水電快報，2023，44（增刊2）：27-31.

[4]杜磊，萬小明，謝衛生.盤溪水庫溢流壩閘墩裂縫成因分析及處理[J].廣東水利水電，2019（9）：10-15.

[5]束永峰.水閘閘墩溫度應力場分析[J].佳木斯大學學報（自然科學版），2020，38（6）：5-9.

[6]陳小平，胡杰.溢流壩邊墩裂縫成因分析[J]河南水利與南水北調，2021，50（11）：70-72.

[7]程井，周偉.陸水水利樞紐溢流壩段閘墩裂縫成因分析及加固措施[J].湖北水力發電，2005（3）：19-23.

Safety Verification of Cracks in Sluice Pier of Overflow Dam Section of Roller Compacted Concrete Gravity Dam

ZHANG Jiadel，CHAO Jianping1，LIUMaosheng’，MEI Runyu2，3，QIYongfeng4，ZHU Junweil （1.Hunan Lishui Hydroamp; Power Co.，Ltd.，Changsha 410o04，China；2.Changjiang Institute of Survey， Planning，Design and Research Co.，Ltd.，Wuhan 430014，China；3.State KeyLaboratoryof Water Resources Engineering and Management，Wuhan 43o0l4，China；4.Materials and Structure Department，Changjiang River Scientific Research Institute，Wuhan 430010，China）

Abstract：Cracks were observed in the sluice pier and other parts of aroler compacted concrete gravity dam. To ensure the dam structureand flood controlsafety，itis necessryto reassess the safetyofcracks in the sluice pier. Weselectedatypical overflowdamsectionas theresearch object，and establishedathree-dimensional finiteelement refinedcalculationandanalysis model basedonthe testresultsofsluice piers.Thedeformationand stressdistribution of concrete ironand sluice pieraround thecorbel area were obtained after analysis.In addition，the influenceof existing cracksonthestress and deformationofthedamstructure was analyzed to evaluate the working behaviorof the damstructure.Theresults indicate thatunder the influenceof existing cracks，theoverallstressanddeformationof the dambodyare similarto thoseofthecrack-free state.Thecracks do notafect the lateral stabilityofthesluice pierand the dam works normally.

Key words：roller compacted concrete gravity dam；overflow dam section； sluice pier；crack；safety verification